周顏，秦劍波，張志楠

航空工業(yè)第一飛機(jī)設(shè)計(jì)研究院，陜西 西安 710089

在飛機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，傳遞集中載荷的結(jié)構(gòu)一般都采用耳片接頭連接的結(jié)構(gòu)形式[1]，這些接頭是飛機(jī)不同結(jié)構(gòu)之間傳遞剪力、彎矩以及扭矩等載荷的重要結(jié)構(gòu)，承載大，應(yīng)力狀態(tài)復(fù)雜，是飛機(jī)結(jié)構(gòu)中重要的疲勞與斷裂關(guān)鍵件之一[2]，其失效常常會(huì)引起災(zāi)難性后果。

針對(duì)耳片結(jié)構(gòu)，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)其疲勞斷裂特性開展了多項(xiàng)研究，并取得了一定成果。楊卓君[3]等研究了不同結(jié)構(gòu)形式（直耳片、對(duì)稱/非對(duì)稱斜耳片）耳片受不同方向載荷的疲勞裂紋擴(kuò)展特性，得到了結(jié)構(gòu)形式與載荷方向?qū)ζ诹鸭y擴(kuò)展的影響規(guī)律；孔煥平[4]等針對(duì)直升機(jī)TB6 鈦合金耳片在多軸應(yīng)力條件下的微動(dòng)疲勞特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究，揭示了裂紋萌生機(jī)制并驗(yàn)證了擠壓強(qiáng)化對(duì)疲勞壽命的增益效果；孫薇薇[5]等研究了耳片耳孔直徑和耳片寬度比、耳孔縱向邊距和橫向邊距比等關(guān)鍵參數(shù)對(duì)疲勞壽命的影響；陳迪[6]等在耳片疲勞試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，利用斷口定量反推技術(shù)判讀了疲勞裂紋形成與擴(kuò)展壽命，基于應(yīng)力嚴(yán)重系數(shù)法發(fā)展了逐次累積求和的疲勞壽命估算方法。劉存[7]等研究了機(jī)翼折疊耳片在不同配合間隙、不同銷軸形狀下的承載特性；張志賢[8]等針對(duì)壓合襯套強(qiáng)化耳片，開展了數(shù)值模擬，準(zhǔn)確預(yù)測了殘余壓應(yīng)力分布，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了耳片疲勞壽命評(píng)估方法；S.Boljanovi?[9]等提出了含裂耳片結(jié)構(gòu)的數(shù)值計(jì)算流程，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了耳片結(jié)構(gòu)裂紋擴(kuò)展分析的有效性。劉瑩瑩[10]等研究了7050 鋁合金耳片經(jīng)芯棒擠壓強(qiáng)化后的微觀組織，疲勞試驗(yàn)表明，擠壓強(qiáng)化后耳片疲勞壽命提升顯著。

某型作動(dòng)器防逆轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)采用典型的耳片連接形式，在耐久性試驗(yàn)進(jìn)行到150 個(gè)試驗(yàn)譜塊時(shí)，作動(dòng)器耳片發(fā)生斷裂。作動(dòng)器耳片設(shè)計(jì)壽命為300 個(gè)試驗(yàn)譜塊，且要求疲勞試驗(yàn)壽命為設(shè)計(jì)壽命的兩倍，疲勞試驗(yàn)壽命未達(dá)到要求。經(jīng)顯微鏡和掃描電鏡觀察，耳片破壞為疲勞斷裂，疲勞裂紋萌生于耳片孔邊。

本文通過對(duì)作動(dòng)器耳片受載狀態(tài)和疲勞壽命進(jìn)行分析計(jì)算，研究了動(dòng)態(tài)沖擊載荷對(duì)耳片疲勞壽命的影響，發(fā)現(xiàn)了耳片過早斷裂的原因，并提出了改進(jìn)措施，為飛機(jī)結(jié)構(gòu)耳片的抗疲勞設(shè)計(jì)提供參考。

1 作動(dòng)器結(jié)構(gòu)

作動(dòng)器主要包括棘齒盤、棘爪、彈簧、作動(dòng)器殼體（耳片在作動(dòng)器殼體上）等（見圖1）。作動(dòng)器的工作原理:彈簧將棘爪壓在棘齒盤齒面上，棘齒盤順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)為正常工作狀態(tài)，此時(shí)棘爪不影響棘齒盤轉(zhuǎn)動(dòng)；棘齒盤逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)為逆轉(zhuǎn)狀態(tài)，此時(shí)彈簧將棘爪壓緊，棘爪與棘齒盤嚙合，阻礙棘齒盤轉(zhuǎn)動(dòng)，棘爪與耳片通過銷釘連接，逆轉(zhuǎn)時(shí)棘齒盤與棘爪接觸，將沖擊力和制動(dòng)力矩傳遞至耳片進(jìn)而傳遞到作動(dòng)器殼體上。作動(dòng)器耳片材料為LC9 鋁合金，材料性能數(shù)據(jù)見參考文獻(xiàn)[11]，彈性模量E=68GPa，強(qiáng)度極限σb=474MPa。在耐久性試驗(yàn)進(jìn)行到150 個(gè)試驗(yàn)譜塊時(shí)，作動(dòng)器耳片發(fā)生斷裂，如圖2所示。

圖1 作動(dòng)器結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of actuator

圖2 耳片裂紋Fig.2 Crack of lugs

2 耳片受載分析

2.1 靜態(tài)受載分析

耳片靜態(tài)受載分析示意圖如圖3所示。由于彈簧只是將棘爪壓緊至與棘齒盤接觸，對(duì)耳片受載影響很小，因此不考慮彈簧對(duì)耳片的載荷。圖3 中A 為棘齒盤的轉(zhuǎn)軸中心點(diǎn)，制動(dòng)力Tj矩作用到齒面C，對(duì)棘爪產(chǎn)生徑向力Fn和切向力Ft，兩者的合力FN通過棘爪與耳片連接的中心點(diǎn)B傳遞至耳片上。通過測量結(jié)構(gòu)模型，可得AB=111.97mm，AC=83.03mm，BC=54.16mm。根據(jù)以上幾何尺寸，計(jì)算可得Fn與FN夾角為17.5°，F(xiàn)N與AB 夾角為45°，令A(yù)C 兩點(diǎn)距離為d，可得

圖3 耳片靜態(tài)受載分析示意圖Fig.3 Analysis of static load on lugs

根據(jù)不同工況，制動(dòng)力矩分為5 級(jí)，由式（1）、式（2）計(jì)算可得5級(jí)制動(dòng)力矩情況下耳片所受的載荷，見表1。

表1 5級(jí)制動(dòng)力矩和耳片載荷Table 1 Moments and loads on lugs of 5 levels

2.2 動(dòng)態(tài)沖擊受載分析

在Abaqus/Explicit 中建立顯示動(dòng)態(tài)有限元模型如圖4所示。動(dòng)態(tài)沖擊計(jì)算過程為:棘爪盤以初始轉(zhuǎn)速?zèng)_擊棘爪，當(dāng)棘爪與棘齒盤接觸時(shí)施加制動(dòng)力矩，計(jì)算耳片所受的沖擊力。根據(jù)作動(dòng)器的工作狀態(tài)，棘齒盤初始轉(zhuǎn)速分為3級(jí)，分別為0.33r/s、0.72r/s、1.44r/s。經(jīng)過顯示動(dòng)態(tài)分析，得到棘齒盤3級(jí)初始轉(zhuǎn)速、5級(jí)制動(dòng)力矩情況下耳片受載曲線如圖5～圖7所示。

圖4 作動(dòng)器耳片動(dòng)態(tài)有限元模型Fig.4 Dynamic FE model of actuator lugs

由圖5～圖7可以看出，相同初始轉(zhuǎn)速、不同制動(dòng)力矩情況下載荷第一個(gè)峰值基本相當(dāng)，這是因?yàn)檩d荷第一個(gè)峰值主要是由棘齒盤動(dòng)能引起的，在棘齒盤初始轉(zhuǎn)速一致的情況下第一個(gè)峰值也基本一致；5級(jí)制動(dòng)力矩的載荷曲線上升段的軌跡基本相似，在0.01s 后趨于收斂，收斂后棘齒盤與棘爪緊密貼合，與靜態(tài)受載狀態(tài)基本一致，因此收斂狀態(tài)的載荷大小與靜態(tài)受載狀態(tài)基本相同；隨著初始轉(zhuǎn)速的增加，載荷的峰值也相應(yīng)提高。

圖5 0.33r/s初始轉(zhuǎn)速下耳片受載曲線Fig.5 Load on lugs at initial rotating speed of 0.33r/s

圖7 1.44r/s初始轉(zhuǎn)速下耳片受載曲線Fig.7 Load on lugs at initial rotating speed of 1.44r/s

棘齒盤對(duì)耳片動(dòng)態(tài)沖擊載荷與靜態(tài)載荷對(duì)比見表2。由表2 可以看出，動(dòng)態(tài)沖擊對(duì)于制動(dòng)力矩較小的工況影響較大，這個(gè)影響表現(xiàn)為兩個(gè)方面:棘齒盤初始轉(zhuǎn)速相同情況下，制動(dòng)力矩越小，動(dòng)態(tài)沖擊載荷相對(duì)靜態(tài)載荷的增量比例越大；棘齒盤初始轉(zhuǎn)速不同的情況下，制動(dòng)力矩越小，動(dòng)態(tài)沖擊載荷隨初始轉(zhuǎn)速的變化比例越大。這是因?yàn)榧X盤初始轉(zhuǎn)速一定，動(dòng)能一定，對(duì)耳片的動(dòng)態(tài)沖擊載荷固定，當(dāng)制動(dòng)力矩較小，耳片所受的沖擊載荷主要是由棘齒盤的動(dòng)能引起的，此時(shí)與靜態(tài)加載相差較大，棘齒盤初始轉(zhuǎn)速的變化對(duì)動(dòng)態(tài)沖擊載荷影響較大；當(dāng)制動(dòng)力矩較大，耳片所受的動(dòng)態(tài)沖擊載荷主要是由制動(dòng)力矩引起的，與靜態(tài)加載相差較小，棘齒盤初始轉(zhuǎn)速的變化對(duì)動(dòng)態(tài)沖擊載荷影響也較小。

表2 耳片動(dòng)態(tài)沖擊載荷與靜態(tài)載荷對(duì)比Table 2 Comparison between dynamic loads and static loads on lugs

3 耳片疲勞壽命計(jì)算

3.1 載荷譜

作動(dòng)器耳片耐久性試驗(yàn)譜載荷每個(gè)譜塊各級(jí)制動(dòng)力矩的作用次數(shù)見表3。載荷譜中載荷峰值為各級(jí)制動(dòng)力矩引起的耳片載荷，谷值為0。

表3 各級(jí)制動(dòng)力矩作用次數(shù)Table 3 Times of every moment level

3.2 靜態(tài)受載疲勞壽命計(jì)算

細(xì)節(jié)疲勞額定值(detail fatigue rating，DFR)法是在總結(jié)結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)疲勞特性的統(tǒng)計(jì)特性的基礎(chǔ)上形成的一種以名義應(yīng)力為參數(shù)的疲勞壽命解析分析方法，具有使用方便、簡捷可靠的特點(diǎn)，應(yīng)用十分普遍[12-13]。因此，采用DFR法[14]計(jì)算作動(dòng)器耳片的疲勞壽命。耳片結(jié)構(gòu)幾何參數(shù)如圖8 所示。耳片厚度t=5.2mm，孔徑d=14.3mm，a=12.55mm，γ=82°，β=112°，c=24.96mm，θ=45°，作動(dòng)器耳片的DFR=29.18MPa。

圖8 耳片結(jié)構(gòu)幾何參數(shù)Fig.8 Geometry parameter of lug

根據(jù)DFR法中標(biāo)準(zhǔn)S—N曲線方程，對(duì)于一個(gè)確定的載荷循環(huán)

式中:Y為DFR方法的過程參數(shù)，σm0、S為材料特征參數(shù)，對(duì)于鋁合金σm0=310MPa，S=2.0，σm、σa為載荷均、幅值，對(duì)應(yīng)的疲勞壽命為

則可得該載荷循環(huán)造成的損傷為

計(jì)算可得各級(jí)載荷對(duì)應(yīng)的循環(huán)壽命及損傷，見表4。由計(jì)算結(jié)果可知，每個(gè)試驗(yàn)譜塊造成的損傷為D=1.55E‐03，疲勞壽命N=652 個(gè)試驗(yàn)譜塊。但實(shí)際經(jīng)過150 個(gè)譜塊后，耳片就已經(jīng)發(fā)生疲勞斷裂，遠(yuǎn)小于計(jì)算壽命。由此可以看出，按照靜態(tài)受載狀態(tài)計(jì)算的耳片損傷相對(duì)實(shí)際情況偏小，載荷偏低，影響了對(duì)耳片壽命的準(zhǔn)確評(píng)估，對(duì)飛機(jī)安全構(gòu)成隱患。

表4 載荷譜各級(jí)載荷對(duì)應(yīng)的循環(huán)壽命及損傷Table 4 Life and damage of every load level

3.3 動(dòng)態(tài)沖擊受載疲勞壽命計(jì)算

從耳片動(dòng)態(tài)沖擊載荷曲線可以看出，動(dòng)態(tài)沖擊載荷不僅比靜態(tài)載荷大，而且相比于靜態(tài)載荷“零-峰值-零”的載荷循環(huán)，動(dòng)態(tài)載荷循環(huán)中多出了數(shù)個(gè)小載荷循環(huán)。為了研究小載荷循環(huán)的影響，計(jì)算耳片疲勞壽命時(shí)分為考慮所有載荷循環(huán)損傷和只考慮“零-峰值-零”載荷循環(huán)損傷兩種情況，可得棘齒盤不同初始轉(zhuǎn)速情況下耳片的各級(jí)載荷對(duì)應(yīng)的循環(huán)壽命及損傷，見表5～表10。

表5 初始轉(zhuǎn)速0.33r/s時(shí)耳片循環(huán)壽命及損傷（考慮所有載荷循環(huán)）Table 5 Life and damage of lugs at initial rotating speed of 0.33r/s（all cycles calculated）

表6 初始轉(zhuǎn)速0.33r/s時(shí)耳片循環(huán)壽命及損傷（只考慮“零-峰值-零”循環(huán)）Table 6 Life and damage of lugs at initial rotating speed of 0.33r/s（“0-peak-0”cycle calculated only）

綜合表5～表10 可以看出:隨著棘齒盤初始轉(zhuǎn)速的增加，動(dòng)態(tài)沖擊載荷增大，耳片的損傷越來越大，棘齒盤初始轉(zhuǎn)速1.44r/s相比初始轉(zhuǎn)速0.33r/s的情況每個(gè)譜塊損傷增大559%；初始轉(zhuǎn)速相同的情況下，制動(dòng)力矩越小，動(dòng)態(tài)載荷的損傷相對(duì)靜態(tài)載荷的增量比例越大，小載荷循環(huán)的損傷也越大；隨著棘齒盤初始轉(zhuǎn)速的增加，小載荷循環(huán)的損傷在總損傷中的占比越來越高，初始轉(zhuǎn)速0.33r/s時(shí)，一個(gè)譜塊中小載荷循環(huán)的損傷只有“零-峰值-零”載荷循環(huán)損傷的1.93%，初始轉(zhuǎn)速1.44r/s 時(shí)，一個(gè)譜塊中小載荷循環(huán)的損傷達(dá)到了“零-峰值-零”循環(huán)損傷的43.29%。

表7 初始轉(zhuǎn)速0.72r/s時(shí)耳片循環(huán)壽命及損傷（考慮所有載荷循環(huán)）Table 7 Life and damage of lugs at initial rotating speed of 0.72r/s（all cycles calculated）

表8 初始轉(zhuǎn)速0.72r/s時(shí)耳片循環(huán)壽命及損傷（只考慮“零-峰值-零”循環(huán)）Table 8 Life and damage of lugs at initial rotating speed of 0.72r/s（“0-peak-0”cycle calculated only）

表9 初始轉(zhuǎn)速1.44r/s時(shí)耳片循環(huán)壽命及損傷（考慮所有載荷循環(huán)）Table 9 Life and damage of lugs at initial rotating speed of 1.44r/s（all cycles calculated）

表10 初始轉(zhuǎn)速1.44r/s時(shí)耳片循環(huán)壽命及損傷（只考慮“零-峰值-零”循環(huán)）Table 10 Life and damage of lugs at initial rotating speed of 1.44r/s（“0-peak-0”cycle calculated only）

綜合對(duì)比靜態(tài)受載與動(dòng)態(tài)沖擊受載各級(jí)載荷的損傷可以發(fā)現(xiàn)，后2級(jí)較大載荷雖然單次循環(huán)損傷較大，但一個(gè)譜塊中發(fā)生的次數(shù)很少，因此造成的損傷很小，前3級(jí)較小載荷雖然單次循環(huán)損傷較小，但由于載荷載荷次數(shù)多，因此累積的損傷較大，是耳片損傷的主要來源；考慮動(dòng)態(tài)沖擊載荷情況下，棘齒盤初始轉(zhuǎn)速越高，前3級(jí)載荷循環(huán)損傷占總損傷比例越大。

按棘齒盤3級(jí)初始轉(zhuǎn)速情況各占試驗(yàn)譜的1/3計(jì)算，對(duì)每個(gè)譜塊的損傷取3級(jí)轉(zhuǎn)速的加權(quán)平均值，得耳片損傷D=1.14E-02，疲勞壽命N=1/D=71 個(gè)試驗(yàn)譜塊，少于耳片斷裂時(shí)的150 個(gè)譜塊?？紤]動(dòng)態(tài)沖擊載荷后，計(jì)算結(jié)果與實(shí)際情況比較接近。

4 改進(jìn)措施

考慮動(dòng)態(tài)沖擊載荷后，作動(dòng)器耳片載荷相對(duì)靜態(tài)受載增大，載荷循環(huán)增多，導(dǎo)致疲勞壽命不滿足設(shè)計(jì)要求，可以增加耳片厚度，降低應(yīng)力水平，從而提高疲勞壽命。經(jīng)計(jì)算分析可知，將耳片增厚80%（即4.16mm）可滿足疲勞壽命要求。改進(jìn)后的耳片各級(jí)載荷對(duì)應(yīng)的循環(huán)壽命及損傷，見表11。

表11 改進(jìn)后耳片循環(huán)壽命及損傷Table11 Life and damage of thickened lugs

由計(jì)算結(jié)果可知，耳片厚度增加后，每個(gè)試驗(yàn)譜塊造成的損傷為D=1.53E-03，疲勞壽命N=1/D=655 個(gè)試驗(yàn)譜塊，可滿足兩倍壽命要求。

5 結(jié)論

通過研究，可以得出以下結(jié)論:

（1）針對(duì)作動(dòng)器耐久性試驗(yàn)耳片斷裂問題，從靜態(tài)受載和動(dòng)態(tài)沖擊受載兩種情況出發(fā)，對(duì)耳片的載荷進(jìn)行計(jì)算。計(jì)算結(jié)果表明，耳片受載按靜態(tài)分析與實(shí)際差別較大，考慮動(dòng)態(tài)沖擊更加符合實(shí)際，耳片應(yīng)力水平偏高、損傷偏大，是耳片疲勞壽命不滿足要求的主要原因。

（2）在后續(xù)類似的耳片設(shè)計(jì)中，應(yīng)考慮動(dòng)態(tài)沖擊載荷對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞壽命的影響，根據(jù)耳片傳遞載荷形式，綜合考慮動(dòng)態(tài)載荷與靜態(tài)載荷，合理計(jì)算耳片載荷，保證耳片疲勞壽命滿足設(shè)計(jì)要求。

（3）針對(duì)作動(dòng)器耳片不滿足設(shè)計(jì)壽命的情況，提出了耳片加厚的改進(jìn)措施，通過計(jì)算分析了改進(jìn)措施的有效性。